大跨度簡支鋼桁梁雙懸臂架設穩定性控制技術*

項 梁，羅 英

(中交第二航務工程局有限公司，湖北 武漢 430040)

1 工程概況

滬通長江大橋水中非通航孔橋采用21孔112m簡支三主桁鋼桁梁形式，主桁為帶豎桿的華倫式桁架，桁架中心橫向間距為2×14.5m，中心桁高16m，每跨共10個節間，中間節間長11m，端部節間長10.8m。總體施工采用“先連續后簡支，懸臂拼裝”的施工方案，施工過程中通過臨時桿件進行焊接連接，使得多跨簡支鋼桁梁變成連續鋼桁梁，進行懸臂拼裝。整個施工過程先由簡支結構變連續結構，再由連續結構變簡支結構，進行兩次體系轉換。

項目首跨架設方案采用滿堂支架法和雙懸臂架設法，其中22號墩處采用雙懸臂架設工藝，如圖1所示，整體架設工藝為：①利用1 100t·m塔式起重機安裝22號墩墩旁支架；②塔式起重機安裝22號墩墩頂兩側各2個節間鋼桁梁，并進行墩頂臨時連接；③塔式起重機安裝橋面吊機；④橋面吊機雙懸臂架設至上墩。

圖1 雙懸臂架設示意

根據結構特點，結合現場具體條件，綜合考慮安全、質量和經濟效益等方面因素，鋼桁梁采用雙懸臂架設工藝主要面臨的難題有以下3個方面：①構件自重大，單孔重達3 300t，單個桿件自重最大達50t；②雙懸臂架設懸臂跨度大，最大懸臂達109.5m；③橋址處大風天氣多發，最高基本風速38.2m/s，且22號墩墩高>60m。這3個方面均對施工過程中結構的整體穩定性帶來挑戰，本文主要介紹高墩、大跨度鋼桁梁雙懸臂架設整體穩定性控制技術。

2 穩定性控制思路

鋼桁梁懸臂架設時通常采用在墩旁設置支架，通過強大的支架和墩頂支座剛接保證鋼桁梁懸臂架設期間結構的穩定性，如南京大勝關長江大橋，墩旁托架與鋼桁梁、主墩墩身剛接，連成一體，共同受力，雙懸臂拼裝時，可提供足夠的強度和剛度克服不平衡力矩，確保結構整體穩定性。

但本項目墩高>60m，且單孔鋼桁梁結構自重較大，常規設計的墩旁托架無法滿足要求。因此，對結構自身進行分析，本項目為簡支鋼桁梁，墩頂處有雙排支座，支座間距2.4m，雙懸臂架設時可提供一部分彎矩抵抗平面內不對稱彎矩，同時主梁為三主桁結構，兩邊桁的間距為29m，在支座處設置足夠強大的限位裝置，可提供平面內不對稱彎矩抗力。因此，112m大跨度鋼桁梁雙懸臂架設時可多措并舉確保施工方案安全可行：①三主桁漸次上墩，減小最大懸臂狀態下結構自重；②支座后裝，降低起始墩支座處鋼梁預抬高度(未設置預抬量)；③墩旁托架保證平面內穩定；④起始墩支座限位，保證鋼桁梁平面外的穩定性。

3 穩定性控制分析與措施

3.1 三主桁漸次上墩

為了控制鋼桁梁架設的整體穩定性和墩頂區應力，最大限度減小上墩前安裝荷載：減少小縱梁安裝，每個節間懸臂架設期間僅安裝中間2道(共計6道)；采用三主桁分桁漸次上墩，降低最大懸臂前端荷載，如圖2所示，整跨共10個節間，安裝順序為：橋面吊機懸臂拼裝完成8個節間→橋面吊機不前移，安裝第9節間的半個節間→安裝第10節間的中桁下三角區，完成中桁支墊→中桁處千斤頂頂升5cm，保證后續安裝桿件時墩頂區應力不增加→安裝10節間1個邊桁→安裝完成剩余的第9節間及第10節間剩余桿件。

圖2 鋼桁梁分桁漸次上墩主要順序

上述措施使得上墩前安裝完成的鋼桁梁自重減小約10%，墩頂處鋼桁梁上弦桿最大拉應力減小30MPa，提高主梁施工期間的安全性，減少主梁的整體穩定性控制措施。此時，最大懸臂狀態下鋼桁梁前端的位移為-937mm，為保證懸臂端鋼桁梁順利上墩，通常在尾部墩頂處提前支墊，但傳統方法導致尾部墩頂處穩定性控制難度更大，本文采用“跨間臨時連接夾角+前端支座后裝”方案，即在墩頂臨時連接桿件的夾角，使墩頂兩側鋼桁梁呈“V”形，夾角為179.506°，可使鋼桁梁產生向上位移482mm，懸臂前端的剩余位移量為-455mm；施工過程中采用支座后裝方案，支座高600mm>455mm，可使鋼桁梁架設前端先擱置在墊石上，待所有節間架設完成后在鋼桁梁端部進行頂升，約700mm后使支座滑移到位，完成支座安裝即可，起始墩處無須為了上墩而提前墊高，提高了整體穩定性(見圖3)。

圖3 上墩墩頂支座后裝

3.2 墩旁托架優化設計

墩旁托架的作用包括：①承受墩頂節間和橋面吊機的安裝荷載；②保障鋼桁梁安裝期間結構平面內穩定。通過采用3.1節介紹的施工措施后減小了最大懸臂狀態下鋼桁梁自重，減小了墩旁托架設計難度，下面對墩旁托架設計進行分析。

3.2.1無墩旁托架分析

通過建立有限元模型，在不考慮不平衡力和墩旁托架支撐作用下，鋼桁梁結構自身是穩定體系。在最大懸臂狀態下墩頂處鋼桁梁最大拉應力為279MPa，最大壓應力為-242MPa，鋼桁梁應力不滿足設計與規范要求，因此托架需提供較大支撐力。托架支撐節點應選擇有豎桿和斜桿連接節點，離22號墩最近的節點為第2節間前端底部節點E2，此時各節間架設完成后E2節點處的位移如表1所示。

表1 E2節點處位移 mm

3.2.2墩旁托架設計

鋼桁梁在雙懸臂架設期間，隨著懸臂長度的增加，支架支撐點E2處位移逐步增加，如表1所示，托架所受力也逐步增加，同時支架設計剛度越大，支架所受內力也越大，因此托架需選擇一個合理的剛度提供支撐力，確保懸臂架設期間在支架不脫空的情況下控制好支架內力。

墩旁托架采用格構柱形式，為避免設置支架基礎，墩旁托架支承于承臺上，頂部支承于鋼桁梁E2節點處，通過試算，墩旁托架立柱采用φ800×8鋼管較合理，可改善支架頂部和底部局部受力，隨著鋼桁梁架設，托架支點承受的鋼桁梁自重內力過大，且這部分鋼桁梁自重可由鋼桁梁自身承受，因此可采取措施釋放部分托架內力。

3.2.3墩旁托架主動控制技術

本項目托架不承受平面外的不平衡內力，僅提供平面內的不平衡內力，因此鋼桁梁架設過程中可釋放托架支點處位移來主動控制托架內力，同時保證一定支撐力來承受鋼桁梁平面內不平衡彎矩。通過建立有限元模型對支點處位移釋放進行敏感性分析，最大懸臂架設狀態下在支架支撐點處釋放位移10，15，20，25mm，分析結果如表2所示，計算分析中考慮了結構自重、施工臨時荷載、風荷載及整體升降溫。

表2 托架頂部支點釋放位移敏感性分析

由表1，2分析可知，鋼桁梁在架設完成6號節間時，釋放支點20mm位移，托架與鋼桁梁不脫空，此時托架頂單點反力平均減小約2 000kN，墩頂支座處單點反力平均增加2 000kN，將荷載轉移到永久支座上，此時托架構件最大應力為195MPa，滿足規范要求，為抵抗平面內的不平衡彎矩提供了更高安全系數。

施工過程中，托架頂部空間位置有限，無法設置噸位較大的千斤頂，因此分2次頂升，釋放位移，千斤頂頂力控制在2 000kN以內，即第5，6節間架設完成后頂升鋼桁梁，抽取10mm支墊。

3.3 側向穩定性控制

在墩旁托架支撐進行懸臂架設情況下，大懸臂鋼桁梁架設還需考慮平面外的穩定性，特別是項目所在地長江口，風速大，施工期間的平面外穩定性分析考慮2種計算工況：①工況1(正常施工工況) 正常施工到最大懸臂狀態(懸臂梁不對稱施工)疊加正常施工風荷載。不考慮鋼桁梁與支座摩阻力的情況下，在縱向邊桁支墊處單個需提供 2 048kN 的縱向約束力以抵抗平面外不平衡彎矩產生的扭轉；橫向承受了風荷載的推力按兩跨均采用滿風荷載計算，單個墩頂合計需提供側向限位力 3 449kN。 ②工況2(極限工況) 對稱施工到第8節間，疊加極限風荷載。不考慮鋼桁梁與支座摩阻力的情況下，在縱向邊桁支墊處單個需提供 3 329kN 的縱向約束力以抵抗平面外不平衡彎矩產生的扭轉；橫向承受了風荷載的推力按兩跨均采用滿風荷載計算，單個墩頂合計需提供側向限位力6 157kN。

項目具體實施措施如下。

1)橫向約束 為防止施工期間在橫風作用下鋼桁梁出現橫向側滑或傾覆，在22號墩墩頂采取橫向約束措施。墩頂施工過程中在中桁支座墊石兩側設置預埋件，后在預埋件上焊接型鋼，通過型鋼對拉結構形成橫向限位，對拉采用8根φ40精軋螺紋鋼筋，預拉力為625kN，如圖4a所示，單組橫向限位裝置可提供6 000kN水平抵抗力。

圖4 22號墩橫、縱向限位結構

2)縱向約束 雙懸臂拼裝過程中，鋼桁梁未上墩頂前，最大懸臂長度達100m，考慮縱坡和大風導致的縱向滑移，需對鋼梁進行臨時縱向限位。支座墊石施工過程中在邊桁支座墊石4個角點位置設置預埋件，后在預埋件上焊接型鋼，通過型鋼對拉結構形成縱向限位，對拉采用精軋螺紋鋼筋，如圖4b所示。該裝置同時可抵抗雙懸臂結構體系的扭力。單組縱向限位裝置可提供2 000kN水平抵抗力。

4 結語

2020年7月，滬通長江大橋全線通車，項目的實施為大跨度簡支鋼桁梁橋的懸臂架設提供了良好示范，結合項目結構自身特點，提出適合于本項目的穩定性控制措施。

1)減少最大懸臂狀態下鋼桁梁安裝荷載和上墩時所需支墊高度。

2)墩旁托架僅提供部分結構支撐和抵抗平面內彎矩，不提供抵抗平面外不平衡彎矩。

3)墩頂設置限位，并提供抵抗平面外不平衡彎矩。

4)通過有限元分析選擇合適剛度的墩旁托架，并采取主動控制措施，保證墩旁支架結構受力安全。

通過以上多種措施，確保112m鋼桁梁全懸臂架設的穩定性，可為類似橋梁架設提供借鑒。